金曉宏，唐 文，曹金秋

(1. 武漢科技大學冶金裝備及其控制教育部重點實驗室，湖北 武漢，430081；2. 武漢科技大學機械傳動與制造工程湖北省重點實驗室，湖北 武漢，430081)

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基于管道改進的蝶閥閥板驅(qū)動力矩特性優(yōu)化

金曉宏1,2，唐 文1，曹金秋2

(1. 武漢科技大學冶金裝備及其控制教育部重點實驗室，湖北 武漢，430081；2. 武漢科技大學機械傳動與制造工程湖北省重點實驗室，湖北 武漢，430081)

安裝在直管中的蝶閥開啟時，其閥板下游流場中會產(chǎn)生漩渦，引起管道振動，進而影響閥板的驅(qū)動力矩特性。為減少漩渦的影響，本文在蝶閥出口附近處增加一漸擴漸縮管段，并以空氣作為流動介質(zhì)，利用CFD軟件進行數(shù)值仿真，分析閥板處于不同開度時管道中流體的速度場、壓力場分布規(guī)律及閥板驅(qū)動力矩特性曲線。結(jié)果表明，在蝶閥出口附近處安裝漸擴漸縮管段，可以有效地減小閥板下游流場的漩渦，使閥板驅(qū)動力矩明顯減小，有利于對蝶閥閥板開度及流量的精確控制。

蝶閥；管道；閥板；漸擴漸縮結(jié)構(gòu)；流場；漩渦；驅(qū)動力矩

蝶閥作為一種用來實現(xiàn)管路系統(tǒng)通斷和流量控制的零部件，廣泛應用于能源輸送、化學工程、給水排水等的系統(tǒng)管路上，適合于在液體、半流體及固體粉末管線容器上作為調(diào)節(jié)和節(jié)流設(shè)備使用。蝶閥在一定開度下，流體通過時，閥板下游側(cè)會形成漩渦，導致管道內(nèi)流體能耗增加，同時可能會引起管道氣蝕和振動。流體流過閥門時，改變閥門開度，閥板驅(qū)動軸的驅(qū)動力矩會發(fā)生變化[1]。關(guān)于蝶閥漩渦如何消除以及蝶閥力矩特性如何改善的相關(guān)研究較多，如吳東垠等[2]設(shè)計了一種仿貝殼型蝶閥蝶板，該設(shè)計利用仿生學原理，能夠有效降低在非關(guān)閉狀態(tài)下流體流經(jīng)蝶閥時的壓力損失，減少蝶板下游漩渦的生成；何慶中等[3]利用CFX軟件對某三偏心蝶閥流場進行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)開度較小時蝶閥下游渦街現(xiàn)象強烈，對蝶板結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化后渦街效應明顯減弱；何建慧等[4]在閥板加強筋上開設(shè)過流孔，大大增加了流體流量，有效消除了閥板表面漩渦，降低了流動阻力；鄭鵬等[5]利用ANSYS FLUENT軟件對蝶閥入口處進行高溫煙氣仿真得出閥開度小于30°時會出現(xiàn)渦流，且閥板開度越小，渦流現(xiàn)象越明顯。

為了消除蝶閥小開度時流體通過閥板后產(chǎn)生的漩渦，本研究提出一種對管道進行改造的方法，在原直管蝶閥出口附近處安裝一漸擴漸縮管，并比較直管及加裝漸擴漸縮管后的管道中閥板開度不同時的流場和驅(qū)動力矩，以期為優(yōu)化閥板驅(qū)動力矩提供一種新思路。

1 直管流場分析

1.1 蝶閥直管管道基本參數(shù)

圖1 直管中的蝶閥安裝示意圖

Fig.1 Schematic diagram of a butterfly valve in a straight tube

1.2 模型和邊界條件設(shè)定

(1) 計算模型。由于介質(zhì)黏度極低，流動狀態(tài)為湍流，故選取標準湍流k-ε模型。

(2) 材料參數(shù)。流體介質(zhì)為空氣，其馬赫數(shù)不大于0.3，可近似處理為不可壓縮；密度為1.225 kg/m3；溫度為300 K。

(3) 邊界條件。進出口設(shè)為壓力入口和壓力出口，其中入口壓力為Pin=0.03 MPa，出口壓力為Pout=0 MPa。近壁區(qū)采用標準壁面函數(shù)法，固壁面采用無滑移邊界條件；壓力和速度的耦合采用SIMPLE算法，離散格式全部采用二階迎風格式。

為了能更好地查看閥板附近的流場，將整個CFD模型劃分為閥體和管道兩部分，而在閥板附近模型相當不規(guī)則，因此將閥板附近區(qū)域的網(wǎng)格進行加密，共劃分網(wǎng)格總數(shù)約為105個。數(shù)值仿真中閥板開度范圍為0°～90°。

1.3 控制方程

氣體在閥門及管道內(nèi)流動是三維的，計算模型采用文獻[1]中的方程式(1)～式(5)。模型參數(shù)取值為：Cμ=0.09，C1ε=1.44，C2ε=1.92，σk=1.0，σε=1.3。

1.4 仿真結(jié)果與分析

不同閥板開度下直管流場的部分速度矢量圖如圖2所示。由圖2中可以看出，當閥板開啟時，閥板后側(cè)面處氣流出現(xiàn)了漩渦。漩渦的產(chǎn)生主要是因為氣體流過閥板時產(chǎn)生了邊界層分離[6]，下游氣體進入進行補充，產(chǎn)生回流，進而生成漩渦。當閥板開度θ較小時，漩渦的強度較大；隨著閥板開度θ的增大，閥板與氣體來流方向的夾角(90°-θ)減小，邊界層分離減弱，漩渦強度也減弱；同時，隨著閥板開度θ的增大，漩渦中心逐步向閥板轉(zhuǎn)軸中心處靠近。

(a)θ=30°

(b)θ=40°

(c)θ=70°

閥板在不同開度下直管流場的部分速度云圖如圖3所示。不同開度下氣流速度的最大值如表1所示。由速度云圖和表1可知，蝶閥安裝在直管中時，氣體在閥板前腔的流動比較穩(wěn)定，繞過閥板后，速度發(fā)生了很大改變，閥板開度為0° ～ 70°時，氣流速度的最大值隨著閥板開度的增大而增大；開度達到70°時，在閥板下出流開口處，氣流速度的最大值達到最高；之后閥板開度繼續(xù)從70°增至90°時，閥板與氣體來流方向夾角較小，閥板背面氣流速度變化不大。

(a)θ=30°

(b)θ=40°

(c)θ=70°

表1 直管流場的最大速度

閥板在不同開度下直管流場的部分壓力云圖如圖4所示。不同開度下流場壓強Pv的最小值如表2所示。由壓力云圖和表2可知，當氣體流過蝶閥時，閥板上游的壓強為正壓，其值穩(wěn)定；閥板后側(cè)面壓強為負壓，閥板后側(cè)面附近區(qū)域內(nèi)各點壓強差異較大。在閥板開度為0°～60°時，負壓區(qū)域和負壓絕對值隨著開度的增大而增大；閥板開度為60°～70°時負壓區(qū)域逐漸減小，負壓絕對值在閥板開度為70°時達到最大；閥板開度從70°增至90°時，負壓區(qū)域和負壓絕對值均逐漸減小。

(a)θ=30°

(b)θ=40°

(c)θ=70°

表2 直管流場中的壓強最小值

綜上分析可知，蝶閥安裝在直管中，氣流流過閥板時會生成漩渦，閥板開度較小時氣體通過閥板后速度改變較大，此時形成的漩渦強度較大，隨著θ的增大，閥板與氣體來流方向的夾角減小，邊界層分離減弱，漩渦強度減小；負壓區(qū)域隨著開度的增大而擴大，直到閥板開度超過60°時，負壓區(qū)域才慢慢縮小。

2 漸擴漸縮管流場分析

2.1 改裝后漸擴漸縮管的基本參數(shù)

由上述分析可知，在直管中，閥板開度較小時，閥板后側(cè)面處氣流會形成一個尺寸較大的漩渦。為了減小蝶閥小開度時產(chǎn)生的漩渦，減少管道振動對閥板帶來的破壞，使蝶閥在轉(zhuǎn)動時有更好的驅(qū)動力矩特性，本研究在原直管上蝶閥出口附近處增加一漸擴漸縮管段，其結(jié)構(gòu)尺寸如圖5所示，其中L0=0.4D，L1=D，L2=1.5D，L3=5D，L4=1.5D，δ=20°。

圖5 改造后的管道示意圖

2.2 仿真方法

漸擴漸縮管流場的計算模型、材料參數(shù)和邊界條件的設(shè)定均與直管流場模型所用參數(shù)相同，并采用相同的控制方程。模型共劃分網(wǎng)格約162000個，數(shù)值仿真中閥板開度范圍為0°～ 90°。

2.3 仿真結(jié)果與分析

圖6所示為不同閥板開度下漸擴漸縮管流場的部分速度矢量圖。由圖6中可以看出，加裝漸擴漸縮管后，閥板開度較小時，閥板附近沒有漩渦生成，只在擴大管段的后半部分有兩個強度較弱的漩渦生成；隨著閥板開度的增大，在θ為40°左右時，在閥板附近生成漩渦，但其漩渦強度較直管流場中相同閥板開度下生成的漩渦強度要??；隨著開度的繼續(xù)增大，閥板附近的漩渦又慢慢減小。這是因為，在漸擴漸縮管段中，管道直徑的增大使得氣體流速下降，同時擴大段內(nèi)壓力比直管內(nèi)壓力大，也有效地減緩了氣體往低壓力點的回流運動，使得閥板附近沒有回流產(chǎn)生，所以在閥板開度較小時，漸擴漸縮管中閥板附近幾乎沒有漩渦生成。

(a)θ=30°

(b)θ=40°

(c)θ=70°

Fig.6 Velocity vector of the gradually diverging-converging tube flow field

圖7所示為不同閥板開度下漸擴漸縮管流場的部分速度云圖。不同閥板開度下漸擴漸縮管流場中氣流的最大速度值如表3所示。對比圖7與圖3及表3與表1可知，增加漸擴漸縮管后，蝶閥管道中氣流的最大速度明顯減小，比直管中的相應值降低了近10%；隨著閥板開度的增大，漸擴漸縮管流場中氣流的最大速度呈先增大后減小的趨勢，在閥板開度約為60°時，氣流的最大速度達到最大值；在漸擴漸縮管中，閥板的上出流開口處和下出流開口處的氣流速度較大，擴大段中心的氣流速度較?。浑S著閥板開度的增大，上出流開口和下出流開口增大，漸擴漸縮管流場中氣流速度較小的區(qū)域變小。

(a)θ=30°

(b)θ=40°

(c)θ=70°

Fig.7 Velocity contour of the gradually diverging-converging tube flow field

表3 漸擴漸縮管流場的最大速度

Table 3 Maximum speed of the gradually diverging-converging tube flow flield

閥板開度/(°)0102030405060708090最大速度/m·s-10123182220263253266262241721

圖8所示為不同閥板開度下漸擴漸縮管流場的部分壓力云圖。表4所示為閥板不同開度下漸擴漸縮管流場中壓強Pv的最小值。由圖8可知，在閥板開度為30°～70°時，隨著閥板開度的增大，負壓區(qū)域呈減小趨勢。由表4可知在閥板開度為0°～60°時，漸擴漸縮管中負壓絕對值隨著閥板開度的增大而增大；閥板開度為60°時，漸擴漸縮管負壓絕對值達到最大；閥板開度為60°～90°時，漸擴漸縮管中負壓絕對值隨著閥板開度的增大而開始緩慢減小。對比表4與表2可知，漸擴漸縮管流場負壓區(qū)的負壓絕對值要小于直管流場負壓區(qū)的負壓絕對值，增加漸擴漸縮管后管道中氣流的負壓絕對值減小了近一半。

(a)θ=30°

(b)θ=40°

(c)θ=70°

Fig.8 Pressure contour of the gradually diverging-converging tube flow field

表4 漸擴漸縮管流場中的壓強最小值

綜上分析可知，在相同開度條件下，相對于直管流場而言，漸擴漸縮管流場在蝶閥小開度時漩渦現(xiàn)象大為減弱，氣體的最大速度值明顯下降，負壓絕對值也大大降低。

3 漸擴漸縮管的驅(qū)動力矩特性分析

蝶閥轉(zhuǎn)動所需要的總驅(qū)動力矩To等于閥板的氣動力矩Tm和摩擦力矩Tf的和，其中Tf隨著閥板的轉(zhuǎn)動變化很小，可以忽略，故閥板的驅(qū)動力矩近似等于氣動力矩，其計算公式為[7]：

式中：Fx、Fy分別為閥板單位面積上沿x、y方向所受的作用力；n為網(wǎng)格節(jié)點總數(shù)。

采用FLUENT中的Report工具進行求解，結(jié)果如圖9所示。由圖9可以看出，與在直管中相比，增加漸擴漸縮管后閥板的驅(qū)動力矩有一定程度的減??；兩種不同的管道中，蝶閥閥門開啟后，隨著開度的增大，閥板的力矩特性均呈先單調(diào)遞增，達到最大值后蝶閥力矩又開始單調(diào)遞減的規(guī)律，直管和漸擴漸縮管中閥板開度分別為76°和63°時其力矩達到最大值，最大值分別為2611 N·m和1475 N·m，漸擴漸縮管中閥板驅(qū)動力矩的最大值相對于直管中閥板驅(qū)動力矩的最大值減小了約44%。

綜上分析可知，與蝶閥在直管中安裝的情形相比，開度相同時，在漸擴漸縮管中蝶閥閥板的驅(qū)動力矩更小，產(chǎn)生最大驅(qū)動力矩的起始開度也較小。

圖9 閥板驅(qū)動力矩曲線

加裝漸擴漸縮管后，蝶閥閥板的驅(qū)動力矩特性曲線較直管中蝶閥閥板的驅(qū)動力矩曲線平緩。較小的驅(qū)動力矩值和平坦的力矩曲線，更有利于對蝶閥閥板開度乃至蝶閥流量的精確控制。

4 結(jié)論

(1)蝶閥安裝在直管中，氣流通過閥板時，由于鈍體繞流作用，氣流繞過閥板邊緣后發(fā)生邊界層分離，使閥板背面產(chǎn)生漩渦，并且隨著閥門開度增大，漩渦減弱，氣流最大速度出現(xiàn)在氣流穿過閥板時下出流開口處。

(2)增加一段漸擴漸縮管有利于降低管道中的負壓強度，降低閥板下出流開口處的最大氣流速度，消除閥板小開度時閥板附近產(chǎn)生的漩渦，但是在閥板開度較大時在閥板附近還是有較小的漩渦產(chǎn)生。

(3)增加一段漸擴漸縮管有利于改善閥板的驅(qū)動力矩。增加漸擴漸縮管段后，閥板驅(qū)動力矩的最大值減小了約44%，更有利于對蝶閥閥板開度乃至蝶閥流量的精確控制。

[1] 沈洋, 金曉宏, 楊科. 蝶閥三維流場仿真和閥板驅(qū)動力矩求解[J].中國科技論文, 2013, 8(8): 820-823.

[2] 吳東垠, 王利兵, 王健, 等. 一種仿貝殼型蝶閥蝶板: 中國，CN102829198A[P].2012-12-19.

[3] 何慶中, 王渝皓, 王佳, 等. 基于CFX的大口徑蝶閥的流場分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化[J].流體機械, 2016, 44(5): 42-46.

[4] 何建慧, 章永華. 蝶閥內(nèi)部流動特性仿真分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化[J].機械研究與應用, 2014(2): 4-7.

[5] 鄭鵬, 喻九陽, 葉萌, 等.煙機入口電液式高溫蝶閥流場研究[J].閥門,2015(1):10-12,24

[6] 金曉宏, 李遠慧. 流體力學(英語教學版)[M]. 北京: 中國電力出版社, 2011: 97.

[7] Danbon F, Solliec C. Aerodynamic torque of a butterfly valve—influence of an elbow on the time-mean and instantaneous aerodynamic torque[J].Journal of Fluids Engineering, 2000, 122(2): 337-344.

[責任編輯 鄭淑芳]

Optimization of driving torque characteristics of butterfly valve plate based on pipeline improvement

JinXiaohong1,2,TangWen1,CaoJinqiu2

(1. Key Laboratory of Metallurgical Equipment and Control Technology of Ministry of Education, Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081,China; 2. Hubei Key Laboratory of Mechanical Transmission and Manufacturing Engineering, Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081, China)

When the butterfly valve installed in a straight tube is opened, vortex will be generated downstream of the valve plate, which will cause pipe vibration and consequently affect the driving torque characteristics of the valve. In order to reduce the impact of vortexes, a tube with a gradually diverging and converging structure was added to near the butterfly valve outlet. With air as a flow medium and by means of CFD software, numerical simulation was carried out to analyze the velocity field of the fluid, pressure distribution and driving torque characteristic curve of the valve when the valve plate is of different openings. The results show that vortexes can be effectively reduced by installing the gradually diverging and converging tube near the butterfly valve outlet. The driving torque of the valve plate is obviously reduced, and accurate control of the valve plate opening and the flow rate of the butterfly valve is realized.

butterfly valve; pipe; valve plate; gradually diverging-converging structure; flow field; vortex; driving torque

10.3969/j.issn.1674-3644.2017.02.008

2016-10-18

國家自然科學基金資助項目(51675387).

金曉宏(1960-)，男，武漢科技大學教授. E-mail: jinxiaohong@wust.edu.cn

TH138;TK7

A

1674-3644(2017)02-0121-06